Research Article

Journal of the Korean Geosynthetics Society. December 2020. 75-84
https://doi.org/10.12814/jkgss.2020.19.4.075

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. DCM 개량 형식에 따른 실내모형실험

  •   2.1 DCM 개량 형식 및 연약지반

  •   2.2 실험방법 및 내용

  • 3. DCM 개량 형식에 따른 연약점토지반의 융기 특성

  •   3.1 무보강 지반

  •   3.2 개량 형식에 따른 보강지반

  •   3.3 융기량 비교

  • 4. 결 론

1. 서 론

연약지반 상에 높은 상재하중을 갖는 구조물을 시공하는 경우에 연약지반은 과도한 침하와 함께 측방변형 및 융기 현상이 발생하게 된다(Fig. 1). 일반적으로 연약지반의 침하는 상부에 시공된 구조물의 안정성에 영향을 미치지만, 지중에서 발생되는 측방변형 및 융기 현상은 인접 구조물 또는 주변 지반의 변형을 야기한다. 특히, 연약지반의 진행성 파괴 과정에서 융기가 과도하게 발생하는 경우에는 지반뿐만 아니라 인접 구조물의 파괴를 초래하게 된다.

연약지반의 측방변형 현상을 측방유동(Lateral flow)이라 하는데, 측방유동은 연약지반 상에 하중증가에 따라 과잉간극수압이 급증함으로써, 지반의 강도가 저하되어 발생되는 현상이라 할 수 있다(Hong, 2020). 이와 같은 측방유동은 지반의 저항력에 비하여 측방유동압이 상대적으로 크기 때문에, 지반의 진행성 파괴를 유발한다. 이때, 침하량에 비하여 측방변위 및 지표면 융기량의 비율이 증가하고 하중 및 시간 경과에 따라 활동파괴가 나타나게 된다(Ahn, 1993). 이에 국내에서는 측방유동에 기인한 연약지반의 거동 및 피해사례와 함께, 측방유동에 의한 지반융기에 대하여 다양한 연구가 수행된 바 있다.

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Fig. 1

Lateral flow and slip failure of soft ground (Kim et al., 2011)

먼저, Oh(2006)는 연약지반의 종류, 층후, 재하하중의 크기 및 재하속도 등이 성토체의 침하량, 주변 지반의 인입 침하량, 지표면 최대융기량, 지표면 변위 및 영향범위에 미치는 영향 등을 규명하기 위한 실험적 연구를 통해 침하량 및 융기량에 대한 예측식을 제안하였다. Lee et al.(1994)는 성토제방 시공에 따른 연약지반의 안정화를 위하여 시멘트 개량말뚝 보강된 지반의 거동효과에 관한 실험적 연구를 수행하였으며, 이를 바탕으로 성토제방에 인접한 지표면의 융기량 감소는 말뚝의 강도 및 개량면적비와 함께 연약지반 함수비의 영향을 크게 받는 것으로 평가하였다. Hong et al.(2001a)은 국내의 연약지반에 설치된 교대 측방이동 사례를 대상으로 기존의 교대 측방이동 판정법의 적용여부를 검토하기 위하여, 사면안정해석에 의한 사면안전율 및 실측된 측방변위와 함께, 교대 측방이동 관련지수의 상관성을 고찰하였다. Hong et al.(2001b)은 교대의 허용측방변위 및 교대 기초말뚞의 사면안정효과를 고려할 수 있도록 개발된 프로그램을 이용하여 교대 기초말뚝의 응력만을 고려한 경우와 교대 기초말뚝의 실측 측방변위 및 허용 측방변위를 고려한 경우에 대한 사면안정해석 결과를 비교 분석하여 국내 교대 측방이동 판정기준을 확립하고자 하였다. Hong and Kim(2010)은 모형실험을 바탕으로 연약지반의 측방유동으로 인하여 지중매설관에 작용하는 측방토압과 함께, 측방토압에 미치는 영향인자를 평가하였으며, Hong et al.(2006)은 연직배수재공법이 적용된 연약지반 상에 성토가 이루어진 현장의 실측결과를 바탕으로 연약지반의 측방유동을 합리적으로 예측할수 있는 방안을 제시한 바 있다. Kim et al.(2012)은 연직배수공법이 적용된 연약지반에 도로성토를 실시하는 경우에 발생되는 측방변형 거동을 분석하기 위하여 현장 지반의 전단강도와 성토하중의 상관성을 평가하였다. You and Kim(2011)은 연약 점성토 지반에 설치된 토목섬유/성토지지말뚝의 보강효과를 정량적으로 검토하기 위한 실내모형실험을 실시하여 성토지지말뚝에 의한 측방유동 억지효과를 분석하였다. 또한 Lee(2007)는 측방유동지반의 변형거동 특성을 평가하기 위한 실내모형실험을 실시하고, 국내 측방유동지반에서의 현장계측 자료를 조사․분석하였으며, 이 결과를 바탕으로 연약지반의 측방유동 가능성을 합리적으로 예측할 수 있는 판정법을 제시하였다. Kim et al.(2007)은 국내 및 일본에서 보고된 측방유동 사례를 바탕으로 군집신경망을 이용하여 연약지반의 측방유동을 평가할 수 있는 모델을 제시하고, 기존의 판정식과 비교․분석하였다. Choi and Kang(2020)은 연약지반의 측방유동을 억지시킬수 있는 다양한 보강방안 중에서 DCM(deep cement mixing) 공법을 바탕으로, DCM의 보강길이에 따른 교대 말뚝기초의 수평거동 특성을 평가한 바 있다. 이와 같이, 연약지반의 측방유동과 관련하여 지반융기에 대한 구체적인 연구사례는 미미한 실정이다.

한편, 최근 국내에서는 상재하중으로 인한 연약지반의 과도한 침하, 측방유동 및 지반융기을 방지하기 위하여, 경제성 및 시공성을 고려한 DCM공법이 주로 적용되고 있는 추세이다(Hong, 2020).

따라서 본 연구에서는 DCM 타설 지반에 관한 실내모형실험 결과를 바탕으로, DCM 개량 형식에 따른 연약점토지반의 융기 특성을 평가하였다.

2. DCM 개량 형식에 따른 실내모형실험

2.1 DCM 개량 형식 및 연약지반

본 연구는 다양한 DCM 개량 형식이 적용된 연약점토지반의 융기 특성을 평가하고자 하였다. 이에 DCM이 적용되지 않은 경우와 함께, 3종류의 DCM 개량 형식(말뚝식, 벽식, 격자식)으로 보강된 연약점토지반에 대하여 하중 단계별 융기량을 분석하였다. 특히, 연약지반 개량 범위는 Fig. 2에서 보는 바와 같이 연약지반상의 성토부 하부 지반은 무개량의 형태로 설정하였으며, 성토부 끝단으로부터 성토 진행 방향으로 소정의 개량률에 맞춰 DCM 개량체를 설치하였다. 이때, DCM 모형 개량체의 형상 및 제작과 관련한 자세한 내용은 기존 연구(Hong, 2020)를 참조할 수 있다. 모형실험에서는 단계별 성토하중의 증가에 따른 지반 융기량을 계측하였다.

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Fig. 2

DCM type in soft ground

한편, 연약지반 모사를 위해 사용된 점토의 물리적 특성은 Table 1에서 보는 바와 같으며, 배수용 샌드매트 및 상부제체에 적용된 표준사의 물리적 특성은 Table 2와 같다.

Table 1.

Physical properties of clay (Hong, 2020)

Gs Cc Wn (%) S (%) eo
2.70 0.87 90 100 2.16
Table 2.

Physical properties of sand (Hong, 2020)

Gs emax emin D10 D30 D60 Cu Cg
2.64 0.87 0.58 0.17 0.30 0.63 3.71 0.84

2.2 실험방법 및 내용

Fig. 3은 실내 모형실험장치의 개요도 및 전경을 나타낸 것으로서, 기존 연구(Hong, 2020)를 바탕으로 실험방법 및 내용을 요약하면 다음과 같다.

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Fig. 3

Equipment for model test (Hong, 2020)

연약점토지반의 거동을 모사하기 위하여 실험에 사용된 토조는 폭 0.15m, 가로 0.75m, 높이 0.7m이고, 반단면 대칭이 될 수 있도록 제작되었다. 그리고 토조 전면부에는 투명 메쉬를 통해 지반 변형 관측이 가능토록 하였고, 벽면 내부에는 마찰의 영향을 최소화하기 위한 줄이기 위해 마찰저감처리(lubrication)를 실시하였다. 또한 지반의 변형을 실시간으로 모니터링하기 위하여 동영상 촬영을 실시하였으며, 모형지반의 융기량 계측을 위하여 2개의 LVDT가 설치되었다. 자세한 실험방법 및 실험과정은 기존 연구(Hong, 2020)를 참조할 수 있다.

전술한 바와 같이, 실내모형실험은 개량체를 적용하지 않은 경우(무보강)와 DCM 개량 형식(말뚝식, 벽식, 격자식)에 따라 연약지반을 보강한 경우에 대하여 단계별 하중재하를 실시하였으며, 단계하중의 증분은 1단계(재하 장치의 하중)를 제외하고, 단계별 2.96kPa의 크기로 증가시켰다. 개량조건에 따른 하중조건은 Table 3에서 보는 바와 같다.

Table 3.

Test cases (Hong, 2020)

DCM layout
type
Load
step
Pressure increment
(kPa)
Total surcharge
(kPa)
Non improvement 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.95
4 2.96 17.91
5 2.96 20.87
6 2.96 23.83
Pile type 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.95
4 2.96 17.91
5 2.96 20.87
6 2.96 23.83
7 2.96 26.79
Wall type 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.95
4 2.96 17.91
5 2.96 20.87
6 2.96 23.83
7 2.96 26.79
Grid type 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.95
4 2.96 17.91
5 2.96 20.87
6 2.96 23.83
7 2.96 26.79
8 2.96 29.75
9 2.96 32.71
10 2.96 35.67

3. DCM 개량 형식에 따른 연약점토지반의 융기 특성

3.1 무보강 지반

Fig. 4는 DCM이 적용되지 않은 연약점토지반의 하중재하에 따른 변형 거동에 대하여 실험 초기 및 종료 단계의 관측결과를 나타낸 것이다. 재하장치 자중으로 인한 1단계 하중 재하의 경우, 재하부 직하에서 연직 변형이 관측되었으며, 2단계 하중 재하의 경우 그 양이 상대적으로 미미한 것을 알 수 있었다. 또한 모형지반 전체적으로 측방변형은 발생되지 않았다. 이는 하중 재하로 인한 점토지반의 과잉간극수압이 미처 소산되지 못한 반면에, 측방유동압이 크게 발생되지 않아 재하하중에 대한 간극수의 부력효과가 발휘되고 있는 단계라 판단되었다. 3단계 재하단계에서는 지중에서 측방유동압이 발휘되어 지반의 측방유동이 발생되었으며, 이로 인한 미성토구간의 지반융기 현상이 관찰되었다. 또한 지중에서는 원호 활동면이 뚜렷이 나타났는데, 이는 지반의 전단파괴가 발생되었음을 판단할 수 있었다. 한편, 하중재하 4단계와 5단계, 6단계에서는 연직변위의 증가와 함께 측방변위가 크게 증가하면서, 미성토구간의 융기가 극대화되어 성토체 끝단으로부터 약 0.12m 이격된 모래지반에서 인장균열이 점차 확대되었다.

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Fig. 4

Deformation of soft ground without DCM column according to load step

Fig. 5는 무보강 지반의 미성토구간에서 발생한 지반 융기량을 계측한 결과로서, 지반의 융기량은 Fig. 5(a)에 나타낸 바와 같이, 성토 끝단으로부터 일정한 간격을 두고 두 지점에서 계측하였다. 재하하중 1단계 및 2단계에서는 지반의 융기가 두 지점 모두 거의 발생되지 않았지만, 3단계에서 융기가 시작되어 4단계부터는 급격하게 융기되는 것을 확인하였다. 또한 지반의 원호활동이 뚜렷하게 나타난 5단계부터는 두 지점 모두 매우 큰 융기량이 관측되었는데 측점 2에서 더 큰 융기량이 발생되었음을 알 수 있었다. 한편, 측점 2에서는 6단계 하중 재하 후 약 10초가 경과된 시점에서 지표면 인장 파괴가 발생하여 계측이 불가능하였다.

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Fig. 5

Heaving of soft ground without DCM column

3.2 개량 형식에 따른 보강지반

3.2.1 말뚝식 개량 형식

Fig. 6은 말뚝식 개량체가 적용된 지반의 하중재하에 따른 변형 거동에 대하여 실험 초기 및 종료 단계의 관측결과를 나타낸 것이다. 하중재하 1단계에서 4단계까지는 모형지반의 하중재하 직하부와 성토체 끝단에서 연직 및 수평 변형이 증가가 미미하였으나, 하중재하 5단계부터 상대적으로 크게 증가하였다. 특히, 모형지반의 측방변위는 5단계를 거쳐 6단계에서 크게 발생되었으며, 7단계에서 미성토구간의 급격한 지반 융기현상과 함께, 재하 직하부 지중에서 최대 측방변형을 보였다.

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Fig. 6

Deformation of soft ground with DCM column of pile type

무보강 지반에서는 하중재하 3단계에서 지반의 급격한 변형이 발생된 반면에, 말뚝식 개량체로 보강된 경우는 5단계에서 뚜렷한 지반변형이 발생되기 시작한 점으로 미루어, 말뚝식 개량체에 의한 측방유동 억지효과가 발휘되었음을 알 수 있었다.

한편 모형지반의 극단적 원호활동 파괴가 관찰된 7단계에서는 재하부 직하에서 큰 침하거동 발생과 함께, 미성토구간의 급격한 융기가 나타났다. 이때 성토체 끝단으로부터 약 0.03m 떨어진 모래지반에서 인장균열이 발생되었는데, 무보강의 경우에 비하여 그 위치가 성토체 방향으로 약 0.09m 정도 이동되었음을 알 수 있었다. 이는 말뚝식 개량체에 의해 모형지반의 측방유동이 억지되어 지반 전체의 변형 범위가 축소되었기 때문이라고 판단되었다.

Fig. 7은 말뚝식 개량체가 적용된 지반의 미성토구간에서 발생한 지반 융기량을 계측한 결과로서, 하중재하 5단계까지는 지반의 융기가 두 지점 모두 거의 발생되지 않았지만, 6단계에서 지반 융기가 시작되어 지반의 원호활동이 뚜렷하게 나타난 7단계에서 급격한 지반 융기량이 계측되었다. 또한 6단계부터는 계측된 두 지점 중, 측점 2에서 더 큰 융기량이 발생된 것을 확인하였다.

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Fig. 7

Heaving of soft ground with DCM column of pile type

한편 무보강의 경우와 비교해 보면 하중재하 단계의 증가에 따른 융기량은 매우 적게 나타났으나 지반의 활동파괴 이후의 융기량은 더욱 크게 나타났음을 알 수 있었다. 이는 무보강의 경우 측점 2에서 지표면의 인장균열이 발생하여 계측불능 현상이 발생된 이유와 함께, 말뚝식 개량체가 적용된 지반의 변형 범위가 축소된 만큼 지반 융기량은 증가되었기 때문이라고 판단되었다.

3.2.2 벽식 개량 형식

Fig. 8은 벽식 개량체가 적용된 지반의 하중재하에 따른 변형 거동에 대하여 실험 초기 및 종료 단계의 관측결과를 나타낸 것이다. 하중재하 1단계에서 5단계까지는 지반의 하중재하 직하부 및 성토체 끝단에서 연직 및 수평 변형이 미미하게 증가되었고, 6단계부터 상대적으로 크게 증가하였다. 또한 최종단계인 7단계에서는 재하부 지표면의 급격한 침하 발생과 함께 미성토구간의 급격한 지반 융기현과 재하 직하부 지중에서의 측방유동이 크게 발생하였다. 그러나 모든 하중재하 단계에서 전반적인 지반의 변형은 말뚝식 개량체로 보강된 경우보다 적게 나타났으며, 특히 급격한 지반융기가 발생된 7단계에서 미성토 구간의 지표면 인장균열 현상이 발생되지 않았다. 이는 벽식 개량체에 의한 측방유동 억지 효과가 말뚝식에 비해 크게 발휘되었음을 의미한다.

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Fig. 8

Deformation of soft ground with DCM column of wall type

Fig. 9는 벽식 개량체가 적용된 지반의 미성토구간에서 발생한 지반 융기량을 계측한 결과로서, 말뚝식 개량체 적용의 경우와 마찬가지로 하중재하 5단계까지 지반의 융기가 두 지점 모두 거의 발생되지 않았다. 그러나 하중재하 6단계에서 지반 융기가 시작되었고, 지반의 원호활동이 뚜렷하게 나타난 7단계에서 급격한 지반 융기가 계측되었다. 또한 6단계부터는 계측된 두 지점 중 측점 2에서 더 많은 융기량이 발생되었다.

한편 말뚝식 개량체의 경우와 비교해 보면, 하중재하 단계의 증가에 따른 융기량은 상대적으로 적게 나타났으며, 더욱이 지반의 활동파괴 이후의 융기량은 말뚝식의 경우보다 더욱 작게 나타났음을 알 수 있었다. 이는 벽식 개량체가 말뚝식 개량체에 비하여 측방유동 및 지반 융기에 대한 억지효과가 양호하다는 것을 의미한다.

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Fig. 9

Heaving of soft ground with DCM column of wall type

3.2.3 격자식 개량 형식

Fig. 10은 격자식 개량체가 적용된 지반의 하중재하에 따른 변형 거동에 대하여 실험 초기 및 종료 단계의 관측결과를 나타낸 것이다. 재하 직하부와 성토체 끝단에서의 연직 및 수평 변형은 하중재하 8단계부터 크게 증가하였으며, 특히, 하중 재하 9단계까지도 미성토 구간의 지표면에는 지반 융기의 현상이 거의 발생되지 않음을 확인하였다. 그러나 최종단계인 10단계에서는 하중을 재하한 후 약 3초 후에 재하 하부 지반에서 펀칭파괴 양상의 극단적 지반파괴가 발생하였으며, 성토체 일부가 극단적으로 융기하는 형상을 관찰할 수 있었다. 그러나 미성토 구간에서의 융기는 거의 발생하지 않았기 때문에, 격자식 개량체의 측방유동 및 지반융기 억지 효과는 다른 개량 형식에 비하여 상대적으로 매우 크게 발휘되고 있음을 예측할 수 있었다.

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Fig. 10

Deformation of soft ground with DCM column of grid type

Fig. 11은 격자식 개량체가 적용된 지반의 미성토구간에서 발생한 지반 융기량을 계측한 결과이다. 말뚝식 및 벽식 개량체와 다르게 격자식 개량체는 모든 하중재하 단계에서 큰 융기량이 발생되지 않았으며, 특히, 지반의 펀칭파괴가 발생된 10단계에서도 두 계측지점 모두 2mm 이하의 작은 융기량이 계측되었다. 이는 격자식 개량체가 재하부 지반의 극단적 파괴에도 불구하고, 지반 융기에 대한 억지효과가 매우 크게 발휘되는 것을 의미하는 결과라 판단되었다.

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Fig. 11

Heaving of soft ground with DCM column of grid type

3.3 융기량 비교

Table 4Fig. 12는 DCM의 개량 형식에 따른 하중단계별 최대 융기량을 요약/비교한 것이다. 먼저, DCM으로 개량되지 않은 경우의 최대 융기량은 5단계 하중조건(20.87kPa)에서 18.7mm가 발생하였으며, 전술한 바와 같이, 6단계 하중조건에서는 지표면 인장 파괴로 인하여 융기량 계측이 불가능하였다. DCM 개량이 적용된 경우, 말뚝식과 벽식의 최대 융기량은 7단계 하중조건(26.79kPa)에서 각각 38.8mm 및 18.8mm로 확인되었고, 격자식은 10단계 하중조건(35.67kPa)에서 2.03mm의 최대 융기량을 발생하였다. 계측위치별 최대 융기량의 차이를 분석한 결과, 성토체에 인접한 위치(LVDT-2)에서의 융기량은 LVDT-1에서 발생한 융기량에 비하여, 무보강, 말뚝식, 벽식 및 격자식이 각각 23%, 450%, 34% 및 101% 크게 발생한 것으로 나타났다. 격자식이 벽식에 비하여 높은 차이를 보였음에도 불구하고 하중조건 및 융기량의 크기를 고려하면, 격자식이 연약점토지반의 측방유동에 의해 발생되는 지반 융기에 대한 억지효과가 가장 큰 것으로 평가되었다.

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Fig. 12

Comparison of maximum heaving according to DCM type

Table 4.

Maximum heaving according to DCM type

DCM
column
type
Maximum heaving(mm) according to load step
1st step 2nd step 3rd step 4th step 5th step
LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2
None 0.01 0.02 0.11 0.16 0.40 0.58 2.30 3.06 15.23 18.71
Pile 0.03 0.03 0.13 0.17 0.27 0.45 0.30 0.64 0.35 0.98
Wall 0.11 0.25 0.15 0.26 0.21 0.42 0.28 0.57 0.51 0.96
Grid 0.01 0.02 0.01 0.05 0.04 0.08 0.07 0.15 0.08 0.21
DCM
column
type
Maximum heaving(mm) according to load step
6th step 7th step 8th step 9th step 10th step
LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2 LVDT-1 LVDT-2
None 16.72 7.44  -  - - -  -  -  -  - 
Pile 0.97 3.76 7.04 38.75 - -  -  -  -  - 
Wall 1.55 2.64 14.00 18.77 - -  -  -  -  - 
Grid 0.14 0.16 0.22 0.40 0.58 0.91 1.01 1.70 0.84 2.03

4. 결 론

본 연구에서는 다양한 DCM 개량 형식이 적용된 연약점토지반의 융기량을 분석하였으며, 그 결과를 요약하면 다음과 같다.

(1) DCM이 적용되지 않은 경우에는 4단계 하중조건에서부터 연약점토지반의 측방변형이 크게 증가하면서 미성토구간의 융기가 급격하게 발생하였고, 성토체 끝단으로부터 약 0.12m 이격된 모래지반에서 인장균열이 점차 확대되었다. 그리고 지반 융기량은 지반의 원호활동이 뚜렷하게 나타난 5단계 하중조건일 때, 성토체 끝단에 인접한 지점에서 18.7mm로 가장 크게 나타났으며, 6단계 하중조건에서 지표면의 인장 파괴가 발생하였다.

(2) DCM 개량 형식에 따른 지반의 최대 융기량은 최종 하중단계에서 발생하였으며, 모든 개량 형식에 있어서 성토체 끝단에 인접한 지점에서의 융기량이 가장 크게 나타났다. 이때, 말뚝식, 벽식 및 격자식 개량체가 적용된 지반의 융기량은 각각 38.8mm, 18.8mm 및 2.0mm인 것으로 확인되었다. 특히, 격자식 개량체가 적용된 경우에는 최종 하중단계에서 재하부 지반의 극단적 파괴에도 불구하고, 지반 융기에 대한 억지효과가 매우 큰 것을 알 수 있었다.

(3) 계측위치별 최대 융기량의 분석한 결과, 성토체에 인접한 위치(LVDT-2)에서의 융기량은 LVDT-1에서 발생한 융기량에 비하여, DCM 개량 형식에 따라 23%∼ 450% 증가율을 보였다. 또한 동일한 하중조건(7단계 하중)일 때 LVDT-1의 위치에서 격자식은 말뚝식과 벽식에 비하여 각각 3.1% 및 1.6% 수준의 융기량을 보였고, LVDT-2의 위치에서는 각각 1.0% 및 2.1% 수준의 융기가 발생한 것으로 분석되었다. 이는 앞서 분석된 결과와 같이, 격자식이 연약점토지반의 측방유동에 의해 발생되는 지반 융기에 대한 억지효과가 가장 큰 것을 의미한다.

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